深水短洞泄水底孔突變水流特性及對策研究

宋莉萱，武彩萍，朱 超，楊祎祎

（1.黃河水利委員會黃河水利科學研究院，鄭州 450003；2.鄭州大學，鄭州 450000）

0 引 言

隨著水利水電建設(shè)事業(yè)的快速發(fā)展和筑壩技術(shù)的提高，國內(nèi)外高水頭、高流速泄水建筑物正在迅速增多。我國雅礱江官地水電站、北盤江光照水電站、瀾滄江黃登水電站、故縣水庫大壩、三河口水利樞紐、白鶴灘、向家壩、拉西瓦、亭子口大壩、長江三峽水利樞紐、印度的巴克拉大壩、日本的宮瀨壩等大型重力壩工程也都布置有泄洪底孔［1］。泄洪底孔因進水口浸沒在自由液面下方，水流流態(tài)穩(wěn)定，由于其本身位置較靠近水庫底部，可使水庫庫容靈活性大幅提升，同時還有益于增加水庫的有效空間和安全系數(shù)［2-4］。此外深孔還具有排沙、放空水庫、導流等功能，因此泄洪底孔是混凝土大壩的重要泄水建筑物之一。

一般說來，在對大型水利水電樞紐工程泄洪問題的研究當中，高速水流和空化空蝕問題最為棘手。特別是壩體內(nèi)的泄洪底孔，由于底孔位置一般較低，工作閘門設(shè)在孔洞之內(nèi)，閘前段為進口段，進口段水流為有壓流，而且有壓進口段很短，壓力變化比較突兀，在有壓段出口弧形門后一般設(shè)計成底板跌坎側(cè)墻突擴的體型，水流是從有壓流變?yōu)闊o壓流，壓強變化大，加之體型突變，流動形態(tài)十分復雜，如果體型設(shè)計或施工稍有不當，就可能發(fā)生破壞，其出口水力特性研究已顯得尤為重要。對于深水短洞有壓進口泄水底孔的很多水力學問題，如壓力射流直接沖擊邊壁和底板問題、產(chǎn)生“水翅”惡化泄水道流態(tài)、空化空蝕等是影響底孔安全運行的重要因素，突擴跌坎水力特性計算理論上還不成熟，一般需要通過模型試驗開展深入研究。

本文以Souapiti 水電站工程泄洪底孔為例，通過比尺為1：30泄洪底孔單體水工模型試驗成果和現(xiàn)有工程經(jīng)驗，對泄流底孔的突擴突跌后的水流流態(tài)，空腔長度，流道壓力，通氣孔風速，摻氣濃度等幾個水力學參數(shù)進行了分析總結(jié)，該成果不僅為設(shè)計和施工提供了重要技術(shù)支撐，同時可為類似工程設(shè)計所借鑒。

Souapiti水電站工程壩型為碾壓混凝土重力壩，采用壩身有壓泄水孔泄水，設(shè)置了2 孔短壓力底孔泄洪，底孔進口高程為130 m，弧形工作門尺寸5.0 m×6.0 m（寬×高），工作門上游頂坡坡度為1∶4.5，工作弧門后設(shè)置1.0 m高的跌坎，并分別向兩側(cè)突擴1.0 m，泄槽寬度為7 m，跌坎內(nèi)埋設(shè)2 個直徑0.8 m 的通氣鋼管摻氣，跌坎后為底坡1∶10 泄槽，泄槽長65.19 m，后接反弧段及挑流鼻坎，反弧半徑28 m，挑流鼻坎高程為125.925 m，挑流鼻坎挑角30°，挑流鼻坎出口為對稱擴散，寬度為9.0 m，底孔體型布置見圖1。

圖1 泄流底孔剖面及平面布置圖（單位：m）Fig.1 Discharge bottom hole section and floor plan

1 底孔泄流能力

試驗對底孔短壓力進口體型單孔全開時的水位流量關(guān)系進行了量測，底孔特征水位下泄流能力試驗數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 泄洪底孔泄流能力試驗數(shù)據(jù)Tab.1 Experimental data of discharge capacity of spillway bottom hole

泄流能力試驗結(jié)果表明，對應于上游正常蓄水位210 m、設(shè)計洪水位213.11 m 和校核洪水位213.56 m 運行工況，泄洪底孔泄流量分別為1 012、1 034、1 039 m3/s。根據(jù)試驗結(jié)果，按公式（1）可計算［5］得到底孔綜合流量系數(shù)μ分別為0.886、0.887 和0.888。

式中：μ為閘孔自由溢流的流量系數(shù)；e為閘門開啟高度；b為每孔凈寬；H0為包括行進流速水頭的閘前水頭。

根據(jù)以往經(jīng)驗，短有壓進水口的流量系數(shù)大體為0.88～0.90［6，7］，因此，本模型實測流量系數(shù)符合典型的短壓力進水口流量系數(shù)規(guī)律，滿足設(shè)計規(guī)范要求。從泄流量看，短進水口壓力段體型的設(shè)計尺寸是合理的。

2 壓力分布及脈壓特性

對高水頭、大流量的泄洪孔來說，很高的水頭大部分要集中在這樣短的距離內(nèi)降落，壓坡線很陡如果進水口的體型不好，會在局部的邊界上出現(xiàn)較大的負壓，致使建筑物遭受空蝕破壞。因此，其體型必須很好地處理?；⌒喂ぷ鏖T上游頂坡設(shè)置壓板的主要目的是縮小出口面積，提高整個進口段（包括檢修門槽在內(nèi)）的壓力，使得門槽水流的空穴數(shù)σ＞σi（門槽初生空穴數(shù)），防止空穴水流的發(fā)生。根據(jù)以往的研究［8，9］壓板段的頂坡壓坡通常采用1∶4、1∶5、1∶6。為提高短進水口有壓段的壓力，優(yōu)化體型將工作門上游頂坡坡度由1∶6改為1∶4.5。試驗結(jié)果表明，在底孔進口壓力段各部位壓力分布均勻，且為正壓。

為量測水流沖擊底孔兩側(cè)邊墻側(cè)墻壓力和明流泄槽段底板壓力，試驗在左側(cè)邊墻按照水流流型沿程布置了9個測壓點，在泄槽底板沿程布置了18 個測壓點，具體位置見圖2。試驗測量明流泄槽段時均動水壓力見圖3。結(jié)果表明，水流出有壓段后，底板斜坡段所測壓力均為正壓，由于射流沖擊底板，壓力起伏變化較大。在底板水舌射流沖擊區(qū)，底板壓力出現(xiàn)一個峰值，而后壓力值沿程減小，至挑流鼻坎反弧段由于離心力導致底板壓力增大。校核洪水時射流最大沖擊壓力達到13.26 m 水柱，反弧段最大壓力達到24.29 m水柱。

圖2 泄洪底孔側(cè)邊時均動水壓力測點位置（單位：m）Fig.2 Location of time-averaged hydrodynamic pressure measuring point on the side of spillway bottom hole

圖3 泄洪底孔底板時均動水壓力分布（單位：m）Fig.3 Distribution of mean hydrodynamic pressure on bottom plate of spillway bottom hole

圖4為底孔側(cè)邊墻時均動水壓力，水流出突擴跌坎后，側(cè)擴射流沖擊側(cè)墻，底部射流沖擊底板。側(cè)擴射流沖擊側(cè)墻形成沖擊交角，在兩側(cè)墻形成清水區(qū)。清水區(qū)內(nèi)流線折射，導致局部壓力降低［10］。側(cè)擴射流沖擊側(cè)墻形成的壓力分布是分析側(cè)墻空化特性的一項重要指標。壓力分布規(guī)律表明，突擴跌坎后，側(cè)擴射流與底部射流相比有明顯不同。側(cè)擴射流沖擊側(cè)墻后產(chǎn)生清水區(qū)，壓力升高范圍較小且衰減迅速，形成低壓區(qū)，甚至出現(xiàn)負壓，清水區(qū)后端壓力得以回升。在兩邊墻水流沖擊側(cè)墻位置下游0+029.920 位置，正常蓄水位和校核水位均出現(xiàn)了負壓，但負壓值較小，最大為0.65 m 水柱，邊墻突擴設(shè)計可以滿足要求。

圖4 泄洪底孔側(cè)邊時均動水壓力分布（單位：m）Fig.4 Distribution of mean hydrodynamic pressure on the side of spillway bottom hole

試驗觀測了底孔側(cè)墻、斜坡段和反弧段選取代表性測點的脈動壓力，各測點脈動壓力強度隨著流量的增大而增大，斜坡段脈動壓力強度均方根σ在0.29～6.38 m 水柱之間；鼻坎段脈動壓力受反弧離心力影響，與沖擊脈壓類似，均方根σ在0.43～0.61 m 水柱之間。脈動壓力分布符合正態(tài)分布，底孔泄水道段脈動壓力取值A(chǔ)=3σ。各測點引起壓力脈動的渦旋結(jié)構(gòu)仍以低頻為主，水流脈動壓力優(yōu)勢頻率在0.293～0.977 Hz之間。試驗結(jié)果表明，短壓力進口底孔突擴跌坎射流沖擊底板處水流脈動最強，最大脈動壓力可以達到水流沖擊力的1.4 倍，進行底板穩(wěn)定設(shè)計時不可忽視脈動壓力。

3 空蝕空化分析

高速下泄的水流容易產(chǎn)生低壓區(qū)，當水流經(jīng)過低壓區(qū)時，水體中攜帶氣核所受的壓強小于臨界汽化壓強，隨后不斷汽化產(chǎn)生大量氣泡。這些氣泡逐漸匯聚，并隨水流由低壓區(qū)帶往高壓區(qū)時，氣泡內(nèi)外壓強差將導致氣泡成片潰滅，并帶來連鎖反應。氣泡潰滅時將產(chǎn)生巨大壓力會剝蝕過流邊壁表面，發(fā)生水流空化空蝕，嚴重時會威脅整個建筑物的結(jié)構(gòu)安全?？栈瘴g是泄水建筑物重要的水力學問題之一，當進行泄水建筑物水力設(shè)計時，防空蝕水力設(shè)計是其中一項十分重要的內(nèi)容。

水力空化現(xiàn)象就是水流在常溫下，由于壓強降低到某一臨界數(shù)值（一般為水的汽化壓強）以下，水流內(nèi)部形成空穴、空洞或空腔的現(xiàn)象。影響水力空化的水力要素壓強是直接原因，流速是間接原因，但是最具影響性的原因，紊動是促進原因。目前水力學中常用水流空化數(shù)σ來衡量泄水建筑物各部位水流的空化特性和作為判別附近邊壁空蝕可能性的指標，其值越大，空化特性越好，越不容易產(chǎn)生空蝕破壞；該值越小，空化特性越差，越容易產(chǎn)生空蝕破壞［11］。

本樞紐泄流底孔最大運行水頭83.56 m，泄槽最大流速超過35 m/s，高速水流和空化空蝕問題比較突出。本項目根據(jù)模型實測流速和壓強值，按照規(guī)范公式推求泄洪底孔各部位的水流空化數(shù)［5］。水流空化數(shù)按照下式計算：

式中：h0為來流參考斷面時均壓強；ha為大氣壓強；hv為水的汽化壓強；v0為來流參考斷面平均流速。

圖5 為水流空化數(shù)分布圖。從圖5 中可以看出，雖然泄槽局部水流空化數(shù)略低，但由于該段水流摻氣濃度大于設(shè)計規(guī)范的3%，所以不需要在明槽段設(shè)置摻氣槽，考慮到該段各斷面平均流速較大（在33 m/s 左右），故應采用高強度、耐磨抗蝕的混凝土，并在施工時應嚴格控制平整度。

圖5 底孔明流段水流空化數(shù)沿程變化Fig.5 Variation of cavitation number in open flow section of bottom hole

4 突跌突擴摻氣減蝕

從現(xiàn)有研究情況來看，突擴跌坎摻氣減蝕設(shè)施的水力特性和摻氣減蝕效果是水力學研究的重點，它涉及突擴跌坎及摻氣設(shè)施的體型和布置原則［12］。

跌坎高度的選擇可以根據(jù)所需形成的水力條件，結(jié)合上下游連接形式及其他特殊要求（如偏心鉸弧門安設(shè)止水）等來考慮。跌坎高度d和泄流明槽底坡i，則主要影響底空腔的形成，底空腔的長度隨d和i的增大而加大?，F(xiàn)有工程的跌坎尺寸多在0.60～2.75 m之間。

側(cè)向突擴寬度它一方面要滿足弧門座布置止水的要求，另一方面要滿足形成側(cè)向空腔的水力要求。由于側(cè)向水翅的成因是突擴，側(cè)向突擴寬度一般尺寸不宜過大。國內(nèi)外這類布置運行較好的突擴尺寸多為0.4～1.0 m之間。

底孔泄流水流出有壓段后，經(jīng)過突擴跌坎時，高速水流四周均與邊壁脫空，形成射流。水流側(cè)向因邊壁突擴而橫向擴散，隨后沖擊側(cè)墻。側(cè)向射流與兩側(cè)突擴邊墻之間形成側(cè)空腔，在跌坎下游底部射流與底板之間形成底空腔。側(cè)空腔與底空腔形態(tài)良好穩(wěn)定且相互貫通，側(cè)空腔成為向底空腔供氣的通道。射流的底部與兩側(cè)由于水流的劇烈紊動發(fā)生水氣互換，可同時對明流洞的邊墻及底板起到摻氣減蝕保護作用［13］。

原設(shè)計跌坎尺寸1.0 m，通氣孔尺寸0.8 m，為了增加底孔摻氣效果，將跌坎尺寸由1.0 m 增加至1.2 m，通氣孔尺寸由0.8 m增加0.9 m。模型試驗的結(jié)果表明，摻氣減蝕設(shè)施可形成穩(wěn)定而完整的空腔，試驗分別量測兩種體型跌坎下游明槽段底部水流摻氣濃度，圖6為校核洪水下泄槽底部水流摻氣濃度沿程分布，從圖中可以看出，底孔工作門出口跌坎和通氣孔體型修改后（跌坎高度增加，通氣孔尺寸增大），泄槽段水流摻氣濃度明顯增加。可見增設(shè)突跌突擴摻氣設(shè)施對泄槽斜坡段具有較好的摻氣保護能力。

圖6 底孔明流泄槽段摻氣濃度沿分布Fig.6 Aeration concentration distribution along the bottom hole open flow chute section

5 結(jié) 語

本文通過Souapiti 水電站短有壓進口泄洪底孔模型試驗可知，短有壓進口泄洪底孔其孔流量系數(shù)一般在0.88～0.9范圍內(nèi)，本底孔泄流規(guī)模滿足設(shè)計要求。突擴跌坎射流沖擊底板處水流脈動最強，最大脈動壓力最大可以達到水流沖擊力的1.4 倍，在底板穩(wěn)定設(shè)計中不可忽視。該體型底孔跌坎尺寸由1 m增加至1.2 m，通氣孔面積增大25%后，泄水道水流摻氣濃度明顯增大。雖然泄水道內(nèi)水流空化數(shù)0.2～0.6之間，但泄水道水流最小摻氣濃度大于規(guī)范規(guī)定的3%，盡管如此，由于泄槽段流速較大，為安全起見建議采用高強度、耐磨抗蝕的混凝土，并在施工時應嚴格控制平整度。Souapiti 水電站短有壓進口泄洪底孔試驗成果具有代表性，可供同類型的工程設(shè)計或研究參考。 □